Phân tích thực nghiệm và mô hình số ứng xử cơ học của dầm gỗ liên hợp hiện đại

m liên hợp.
Sức kháng uốn của dầm liên hợp được tính toán và thể 
hiện trong bảng 1. Kết quả cho thấy, dầm liên hợp 3 phiến 
có sức kháng uốn lớn hơn đáng kể so với dầm 2 phiến. Ta 
có thể kết luận rằng, việc chế tạo dầm liên hợp từ nhiều 
phiến sẽ làm tăng sức chịu tải của dầm, do liên kết mộng 
răng lược được phân bố đều ở các vị trí khác nhau của dầm, 
giúp tránh tập trung ứng suất lớn tại vị trí răng lược, nơi yếu 
nhất của dầm. 
Nghiên cứu bằng mô hình phần tử hữu hạn
Lựa chọn mô hình vật liệu:
Gỗ là vật liệu tự nhiên, trong mô hình lý tưởng gỗ 
được xem là vật liệu đồng nhất, làm việc đa phương, theo 
3 phương chính: Phương dọc thớ L(z), phương ngang thớ 
gồm phương tiếp tuyến T và phương bán kính R (hình 6 A, 
B).
Ứng xử cơ học của gỗ theo các phương là rất khác nhau. 
Khi chịu kéo theo phương dọc thớ, gỗ bị phá hoại giòn. 
Ngược lại, khi chịu nén đường cong ứng suất - biến dạng 
xuất hiện một thềm dẻo sau điểm giới hạn bền (hình 6C). 
Tuy nhiên, cường độ của gỗ khi chịu kéo dọc thớ lớn hơn 
đáng kể so với khi chịu nén theo các phương khác nhau.
Trong mô hình số, ứng xử cơ học của gỗ ở giai đoạn đàn 
hồi tuân theo định luật Hooke. Để mô tả giai đoạn đàn dẻo 
của gỗ khi chịu nén, chúng tôi sử dụng tiêu chuẩn bậc 2 của 
Hill [16], còn tiêu chuẩn Hoffman [17] được sử dụng để mô 
tả phá hoại giòn của gỗ khi chịu kéo. 
Ứng xử cơ học của liên kết keo dán phụ thuộc vào các 
đặc tính của vật liệu keo sử dụng. Trong mô hình số, quy 
luật kéo - tách rời (traction - separation) [18] được áp dụng 
để mô tả sự làm việc của liên kết keo dán, theo đó kết cấu 
được giả thiết làm việc đàn hồi tuyến tính trong giai đoạn 
đầu cho đến khi bị phá hoại (hình 7).
Hình 5. Dạng phá hoại đặc trưng của dầm liên hợp: (A) Dầm 2 phiến; (B) Dầm 3 phiến.
Bảng 1. Kết quả sức kháng uốn MOR của dầm liên hợp.
Hình 6. (A) Phương dọc thớ và phương bán kính; (B) 
Phương trực giao T và R; (C) Đường cong ứng suất biến 
dạng của gỗ chịu kéo nén theo các phương khác nhau.
Dầm 2 phiến Dầm 3 phiến
Trung bình (Mpa) 52,42 59,36
Độ lệch chuẩn (Mpa) 8,16 6,4
Hệ số biến thiên (%) 16 11
Hình 9. So sánh đường cong Lực - chuyển vị của mô hình số và thực nghiệm: (A) Dầm 2 phiến; 
(B) Dầm 3 phiến. 
Độ tách rời 
Lực kéo 
Hình 7. Ứng xử cơ học đàn hồi tuyến tính của liên kết keo 
dán (traction-separation).
4860(1) 1.2018
Khoa học Kỹ thuật và Công nghệ
Xây dựng mô hình phần tử hữu hạn:
Mô hình phần tử hữu hạn được xây dựng bằng phần 
mềm ABAQUS [18]. Trong đó, sử dụng loại phần tử tam 
giác gồm 3 nút, ở trạng thái ứng suất phẳng, với kích thước 
phần tử lớn nhất là 10 mm, tại các vị trí mặt liên kết keo, 
phần tử được làm mịn đến 1 mm (hình 8).
Kết quả của mô hình phần tử hữu hạn:
Hình 9 thể hiện đường cong “Lực - chuyển vị tại giữa 
dầm” của mô hình số, được so sánh với các đường cong 
thực nghiệm. Kết quả cho thấy, mô hình số có thể dự báo 
chính xác ứng xử cơ học của dầm liên hợp: Trong giai đoạn 
đầu chịu lực, dầm tuân theo quy luật đàn hồi tuyến tính, sau 
đó là trạng thái biến dạng dẻo trong khoảng thời gian rất 
ngắn rồi bị phá hoại đột ngột. 
Bảng 2 so sánh kết quả thực nghiệm và kết quả dự báo 
của mô hình số của lực lớn nhất và chuyển vị giữa dầm tại 
thời điểm dầm bị phá hoại. Kết quả cho thấy khả năng dự 
báo tốt của mô hình số, với độ sai số nhỏ, tối đa là 2,3% đối 
với kết quả lực lớn nhất và 7,7% đối với chuyển vị tại thời 
điểm bắt đầu phá hoại.
Khi quan sát dạng phá hoại của dầm liên hợp cho thấy, 
mô hình số có thể dự báo chính xác dạng phá hoại đặc trưng 
của dầm 2 phiến cũng như dầm 3 phiến (hình 10, 11). Đường 
phá hoại bắt đầu tại mặt keo dán của mộng răng lược, sau 
khi mộng bị tách ra hoàn toàn, đường phá hoại phát triển tại 
mặt dán của các phiến dầm, dọc theo chiều dài về phía đầu 
dầm. Kết quả của mô hình thể hiện ứng suất tập trung lớn 
nhất tại mặt keo dán cho thấy đường phá hoại thực tế của 
dầm liên hợp. Hơn nữa, dạng phá hoại của mô hình số cũng 
cho thấy mộng răng lược khi nằm ở vùng chịu nén hoặc nằm 
ngoài vùng chịu kéo lớn nhất (trường hợp dầm 3 phiến) sẽ 
ít bị ảnh hưởng, không gây nguy hiểm cho dầm. Do đó, khi 
chế tạo và thi công, cần tránh bố trí liên kết mộng nằm tại 
vùng chịu kéo lớn nhất.
Hình 8. Mô hình số phần tử hữu hạn: (A) Dầm 2 phiến; 
(B) Dầm 3 phiến.
Hình 9. So sánh đường cong Lực - chuyển vị của mô hình số và thực nghiệm: (A) Dầm 2 phiến; (B) Dầm 3 phiến.
Bảng 2. So sánh kết quả lực lớn nhất và chuyển vị tương 
ứng giữa thực nghiệm và mô hình số.
Thực nghiệm Mô hình số Sai số (%)
Dầm 2 phiến
Lực lớn nhất (N) 29622±4613 30384 2,3
Chuyển vị tại lúc phá hoại (mm) 19,5±4 21 7,7
Dầm 3 phiến
Lực lớn nhất (N) 74627±7878 74042 0,8
Chuyển vị tại lúc phá hoại (mm) 36,9±4,6 35,4 4
4960(1) 1.2018
Khoa học Kỹ thuật và Công nghệ 
Kết luận
Trong nghiên cứu này, dầm gỗ liên hợp 2 phiến và 3 
phiến được chế tạo từ gỗ dẻ gai, tại Viện LERMAB theo 
quy trình của châu Âu về thiết kế dầm gỗ liên hợp [14, 15] 
đã được thí nghiệm sức kháng uốn, gồm mô men uốn lớn 
nhất và mô đun đàn hồi, theo thí nghiệm uốn 4 điểm của 
tiêu chuẩn EN 408 [10]. Kết quả thực nghiệm cho thấy, khi 
mộng răng lược nằm tại vùng chịu kéo là nhược điểm lớn 
nhất của dầm liên hợp, gây nên phá hoại giòn, một loại phá 
hoại nguy hiểm của kết cấu. Vì vậy, việc chế tạo dầm liên 
hợp gồm càng nhiều phiến, càng tăng được khả năng chịu 
lực của dầm. Do mộng răng lược được bố trí ở nhiều vị trí 
khác nhau, tránh được lực tập trung toàn bộ mộng liên kết 
trong vùng chịu kéo, làm suy giảm sức kháng tổng thể của 
dầm. Kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã chỉ ra 2 điểm cần 
giải quyết, nhằm tăng sức kháng tổng thể của dầm: i) Cần 
tối ưu hóa kích thước của mộng răng lược, tạo liên kiết vững 
chắc hơn; ii) Phát triển vật liệu keo, nâng cao hiệu quả liên 
kết cho gỗ dẻ gai.
Trong mô hình số đã được xây dựng, chúng tôi đưa ra 
mô hình phần tử hữu hạn, mô tả các thí nghiệm uốn 4 điểm 
của dầm 2 phiến và 3 phiến. Qua phân tích ở trên cho thấy, 
các mô hình này có thể dự báo chính xác ứng xử cơ học của 
dầm liên hợp, như việc dự báo lực kháng lớn nhất của dầm 
và chuyển vị của dầm tại thời điểm bắt đầu phá hoại với sai 
số nhỏ, tối đa lần lượt là 2,3% và 7,7%. Ngoài ra, mô hình 
số cũng có thể dự báo dạng phá hoại của dầm một cách trực 
quan và rất đặc trưng khi so sánh với dạng phá hoại thực tế 
của dầm. Việc xây dựng hoàn thiện các mô hình số giúp dự 
báo ứng xử cơ học của dầm gỗ liên hợp, hạn chế được số 
lượng lớn dầm cần chế tạo phục vụ thí nghiệm, hoặc khi cần 
dữ liệu thiết kế, bởi mô hình số này giúp dự báo nhanh các 
số liệu đầu vào cho thiết kế. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] D.O. Chans, J.E. Cimadevilla, E.M. Gutièrrez (2008), 
“Glued joints in hardwood timber”, International Journal of 
Adhesion & Adhesives, 28, pp.457-463.
[2] J. Ayarkwa, Y. Hirashima, Y. Sasaki (2000), “Effect of 
finger geometry and end pressure on the flexural properties 
of finger-jointed tropical african hardwoods”, Forest Products 
Journal, 50(11/12), pp.53-63.
[3] M. Frese, H.J. Blass (2006), “Characteristic bending 
strength of beech glulam”, Materials and Structures, 40, pp.3-13.
[4] S. Aicher, D. Ohnesorge (2011), “Shear strength of glued 
laminated timber made from European beech timber”, Eur. J. 
Wood Prod., 69, pp.143-154.
[5] M. Schmidt, A. Thonniben (2012), “Relevant wood 
characteristics for gluind beech and ash with regard to 
discoloration”, Eur. J. Wood Prod., 70, pp.319-325.
[6] C. Faye (2010), “Valorisation en usage structural des 
essences de bois français douglas et du sapin BMR”, Institut 
Technologique FCBA, 6, pp.256-259.
[7] CTBA (2007), “Bois lamellé-collés (BLC); bois massifs 
reconstitués (BMR)”, Assemblages Bois et dérivés Conception 
Hình 10. Dạng phá hoại của dầm 2 phiến: (A) Mô hình 
số; (B) Thực nghiệm.
Hình 11. Dạng phá hoại của dầm 3 phiến: (A) Mô hình 
số; (B) Thực nghiệm.
5060(1) 1.2018
Khoa học Kỹ thuật và Công nghệ
système, 1, pp.1-4.
[8] G. Dill-Langer, S. Aicher (2014), “Glulam Composed of 
Glued Laminated Veneer Lumber Made of Beech Wood: Superior 
Performance in Compression Loading”, Materials and Joints in 
Timber Structures - RILEM, 9, pp.603-613.
[9] V.D. Tran, M. Oudjene, P.J. Méausoone (2015), “FE 
analysis and geometrical optimization of timber beech finger-
joint under bending test”, International Journal of Adhesion and 
Adhesives, 52, pp.40-47.
[10] V.D. Tran, M. Oudjene, P.J. Méausoone (2015), 
“Experimental and numerical analyses of the structural response 
of adhesively reconstituted beech timber beams”, Composite 
Structures Journal, 119, pp.206-217.
[11] V.D. Tran, M. Oudjene, P.J. Méausoone (2016), “Utilizing 
the innovative glued timber in construction”, Hội thảo quốc gia: 
Hạ tầng giao thông với phát triển bền vững lần thứ 2, Trường Đại 
học Bách khoa Đà Nẵng.
[12] Norme (2009), NF EN 338: Bois de structure, Classes 
de résistance, Editée et diffusée par l’Association Française de 
Normalisation (AFNOR).
[13] Norme (2010), NF EN 408: Structure en bois, Bois 
de structure et bois lamellé-collé. Détermination de certaines 
propriétés physiques et mécanique, Editée et diffusée par 
l’Association Française de Normalisation (AFNOR).
[14] Norme (2012), EN 14080: Timber Structures- glued 
laminated timber and glued solid timber requirements, CEN-
BNBA-AFNOR.
[15] Norme (2002), NF EN 385: Aboutages à entures multiples 
dans les bois de construction, Exigences de performance et 
exigences minimales de fabrication, Editée et diffusée par 
l’Association Française de Normalisation (AFNOR).
[16] R. Hill (1948), A theory of yielding and plastic flow of 
anisotropic metals, London Proc.
[17] M. Oudjene, M. Khelifa (2009), “Finite element 
modelling of wooden structures at large deformation and brittle 
failure prediction”, Materials and Design, 30, pp.4081-4087.
[18] Dassault Systèmes Simulia Corp (2008), ABAQUS theory 
manual, Providence, Rhode Island, USA.